船闸闸室结构刚性桩加固地基承载特性分析

李成强，陶桂兰，曹称宇

（1.中交第三航务工程勘察设计院有限公司，上海 200032；2.河海大学港口海岸与近海工程学院，南京210098）

水工结构及检测评估

船闸闸室结构刚性桩加固地基承载特性分析

李成强1，陶桂兰2，曹称宇1

（1.中交第三航务工程勘察设计院有限公司，上海 200032；2.河海大学港口海岸与近海工程学院，南京210098）

结合东部沿海地区某刚性桩加固地基船闸工程，运用ANSYS软件分别模拟一体式和分开式桩基加固地基船闸闸室结构，接触面均采用库伦摩擦模型，对两种桩基加固地基闸室结构分别进行闸室底板沉降与地基沉降、桩身竖向应力、桩身水平位移以及桩土荷载承担比共4个方面的对比分析。研究表明：一体式桩基加固闸室结构在一定程度上有利于减小闸室整体沉降和地基沉降，素混凝土垫层起到一定的调节作用；一体式桩基加固闸室结构桩基承担的竖向荷载大于分开式，土承担的荷载比例小于分开式；两种结构桩身水平位移沿桩基入土深度的变化趋势一样；分开式桩基加固闸室结构在一定程度上有利于减小闸室底板弯矩。

刚性桩；加固地基；闸室；接触模型；承载特性

在船闸、船坞工程建设中，一方面由于工程选址的限制，另一方面由于船闸、船坞建筑物结构复杂性和其较高荷载的要求，经常会遇到地基承载力不足和变形过大[1]而不能满足设计要求的情况。软土一般指天然孔隙比大于或等于1.0，且天然含水量大于液限的细粒土。对于软土地基常采用如下几种处理方法：堆载预压法、真空预压法、反压护道法、水泥搅拌桩法、换填垫层法、强夯法、加筋路基法和化学加固法等几种常用处理技术[2-4]。采用水泥搅拌桩等方法处理船闸、船坞等工程软土地基，对于深厚软土地基，其加固深度受到限制。而采用桩基加固技术构成刚性桩复合地基的方法，具有施工方便、经济适用、技术成熟、处理深度大等优势，因此在船闸、船坞等水运工程中经常采用桩基加固技术来处理软土地基[5]。目前对于此类船闸闸室结构桩基加固地基的受力计算尚未形成统一认识，很大程度沿用《港口工程桩基规范》中关于高桩结构的设计标准，在一定范围阻碍我国水运工程的建设发展，因此迫切需要对船闸闸室结构刚性桩加固地基承载特性进行研究。

本文分别建立分开式和一体式的桩基加固地基船闸闸室结构有限元计算模型，运用ANSYS软件中提供的三维实体面面接触单元CONTA173和TARGE170分别来模拟闸室与垫层、桩基与垫层、桩基与桩周土、闸室与回填土等之间的接触，对船闸闸室结构刚性桩加固地基承载特性进行了计算研究。

1 闸室与桩基两种连接型式

以我国东部沿海地区某双向水头船闸闸室为研究对象，该船闸闸室采用不透水、整体性好、地基反力较小的钢筋混凝土整体坞式结构。闸室内宽25 m，两侧闸墙高9.8 m、厚1.0～3.0 m，底板厚2.2 m，采用C25钢筋砼。闸室以下有约0～13 m厚粉土及粉质粘土，为提高地基承载力，设计采用两种地基加固方案，方案一在闸室底板下布置150 mm厚的C10素混凝土垫层，垫层顶高程-5.90 m，垫层下布置φ1 000 mm的钻孔灌注桩，以提高承载力和减小沉降量，桩基顶部与垫层接触，称为分开式桩基加固闸室结构。闸室基底桩间距：边底板下为3.0 m，中底板下为4.0～5.0 m，桩长为37.4 m，分开式桩基加固闸室结构及土层分布（一半）如图1所示。方案二为一体式桩基加固闸室结构，其桩基穿过垫层，且顶部有钢筋伸入闸室底板，闸室底板现浇与桩基固结，其余结构与分开式桩基加固闸室结构相同。

图1 桩基加固闸室结构横剖图（高程单位：m，其余单位：mm）Fig.1 Cross sectional drawing of lock chamber with rigid-pile

2 刚性桩加固地基闸室结构计算模型

2.1 接触本构关系

闸室与垫层、闸室与回填土、桩基与垫层、桩基与桩周土等之间的接触均采用库伦摩擦模型，在库伦摩擦定义的基础上定义了一个等效剪应力

式中：μ为两接触面间摩擦系数；c为粘聚力；P为接触面之间的法向应力[6]。当两个接触面之间的剪应力小于（1）式所定义的等效剪应力时，接触面不会发生相对滑动。反之，两个接触面即开始发生相对滑动。所有接触的法向条件均为：缝面传压不传拉。

2.2 刚性桩加固地基闸室结构有限元模型

对刚性桩加固地基船闸闸室结构进行受力分析，考虑闸室与垫层、闸室与回填土、桩基与垫层、桩基与桩周土等之间的接触，采用SOLID45实体单元模拟船闸闸室、垫层、桩基以及地基，通过接触选项和实常数设置来控制接触特性。本文取单倍纵向桩距的闸室段即3 m进行建模计算。同时考虑到闸室结构及荷载和边界条件的对称性，在横向取闸室结构的一半进行建模。取地基土的水平建模范围L为闸室底部轮廓宽度的2～4倍，即L=(2～4)×15.5=31～62 m；取底部轮廓宽度的1.0～1.5倍作为地基深度的工作范围[7]，即H=(1.0～1.5)×15.5×2=31～46.5 m。综合考虑桩长的影响，本文土体水平向取70 m，竖向取75 m，闸室纵向取3 m建模型。闸室、桩基及地基的接触有限元模型见图2。

图2 有限元模型示意图Fig.2 Finite element model

为了对船闸闸室结构刚性桩加固地基承载特性进行分析研究，分别建立分开式和一体式的桩基加固地基闸室有限元模型，考虑到桩基截面为圆形，为方便建模，按照竖向等受压刚度及桩周长相等把圆形桩简化为方桩，简化后方桩边长为0.79 m，弹模为35 651 MPa。

2.3 模型计算参数

本文建立的有限元模型整体坐标系为笛卡尔坐标系，坐标原点取在闸室底板后趾下的垫层底部高程为-5.90 m的点，X方向垂直水流流向，由左岸指向右岸为X正方向，Y方向竖直向上，Z方向垂直于闸室横截面，顺水流流向指向下游为正。根据实际工程情况，计算中考虑的荷载包括：上部闸室结构自重、垫层自重、桩基自重、地基土自重、水重；作用于闸室内侧表面的静水压力；作用在闸室底板上的扬压力。本文选取高水运行工况和检修工况进行研究，高水工况取闸室内水位为反向水头时下游最高通航水位5.00 m，闸室墙后地下水位取排水管水位2.00 m；检修工况闸室内无水，闸室墙后地下水位取检修水位2.50 m。

表1 材料参数一览表Tab.1 Material parameters

本文中，桩基、垫层、闸室均为混凝土材料，采用线弹性本构模型。土体具有非线性、各向异性、压缩性、蠕变性等复杂的特性，弹塑性模型能够较好的反映岩土材料的受力特点，本文采用ANSYS自带的弹塑性模型即Drucker-Prager[8]模型作为地基土体的本构模型。建模中涉及的混凝土结构和土层参数分别见表1。

3 计算结果分析

3.1 闸室底板沉降与地基沉降

图3给出了高水工况和检修工况下两种型式桩基加固闸室结构的底板沉降变化图。可以看出两种工况下分开式桩基加固闸室结构的底板沉降均大于一体式，两种型式闸室底板沉降均由后趾板向闸室中心线逐渐减小。检修工况下分开式桩基加固闸室结构底板最大、最小沉降分别为12.11 cm，9.36 cm，相差2.75 cm，一体式闸底最大、最小沉降分别为11.50 cm，8.77 cm，相差2.73 cm；高水工况下分开式闸底最大、最小沉降分别为15.80 cm，13.46 cm，相差2.34 cm，一体式闸底最大、最小沉降分别为14.72cm，12.17 cm，相差2.55 cm。可知两种工况下的不同型式桩基加固闸室结构底板不均匀沉降相差不大。

图4为高水工况和检修工况下两种型式桩基加固闸室结构的地基沉降变化图。据图可知，两种工况下分开式桩基加固闸室结构的地基沉降均大于一体式，两种型式桩基加固闸室结构的地基沉降均由后趾板向闸室中心线逐渐减小。两种工况下的分开式和一体式结构的地基沉降均在闸室墙下发生突变，而闸室底板沉降变化比较均匀，地基沉降变化相当于垫层底部沉降变化，闸室底板沉降变化相当于垫层顶部沉降变化，说明素混凝土垫层起到了一定的调节作用。

根据以上闸室底板和地基沉降分析可知，一体式桩基加固闸室结构在一定程度上有利于减小闸室整体沉降和地基沉降，但改善效果并不明显；素混凝土垫层起到调节作用，有利于减小闸室底板不均匀沉降。

3.2 桩身竖向应力

图5给出了检修工况和高水工况下两种桩基加固闸室结构的桩身竖向应力分布对比情况，从后趾板到闸室中心线方向依次为1～4号桩。由图可知，分开式和一体式桩基加固闸室结构在两种工况下的桩身竖向应力沿桩基入土深度的变化趋势一样，沿桩身呈曲线分布，均由桩顶起逐渐增大，在桩身入土22～26 m左右达到应力最大值，达到最大值后再逐渐减小直至桩底。一体式桩基加固闸室结构的1号桩在两种工况下的桩身竖向应力在桩身中间部分大于分开式，在桩身两端略小于分开式；一体式桩基加固闸室结构的2～4号桩在四种工况下的桩身竖向应力在桩身大部分区域大于分开式，在桩底2 m左右范围内略小于分开式，以上说明一体式桩基加固闸室结构桩基承担的竖向荷载大于分开式。

图3 闸室底板沉降变化图Fig.3 Sedimentation of lock chamber's floor

图4 闸室地基沉降变化图Fig.4 Sedimentation of lock chamber's foundation

图5 桩身竖向应力分布图Fig.5 Distribution of pile's vertical stress

3.3 桩身水平位移

图6给出了检修工况和高水工况下两种桩基加固闸室结构桩身水平位移分布情况。由图可知，分开式和一体式桩基加固闸室在两种工况下桩身水平位移沿桩基入土深度的变化趋势一样，沿桩身呈曲线分布，均由桩顶起逐渐增大，在桩身入土16～19 m左右达到位移最大值，达到最大值后再逐渐减小直至桩底。两种工况下相同型式桩基加固闸室的同一根桩基的水平位移相差不大，两种桩基加固闸室在两种工况下均是1号桩桩身水平位移最大，2号桩次之，4号桩最小。两种桩基加固闸室从1号桩到4号桩，其同一根桩基水平位移差值逐渐减小，到4号桩两种桩基加固闸室桩身水平位移已基本接近，这是因为两种桩基加固闸室从1号桩到4号桩所承担上部结构和垫层传递的水平力逐渐减小，水平力的减小削弱了两者之间的差距。

图6 桩身水平位移分布图（x向位移为正向）Fig.6 Distribution of pile's horizontal displacement

3.4 桩土竖向荷载承担比

表2给出了检修工况和高水工况下两种桩基加固闸室结构桩土竖向荷载承担比例。由表2可以看出，两种工况下一体式桩基加固闸室结构桩承担的竖向荷载比例大于分开式，这点从桩身竖向应力的分布也可以看出，土承担的竖向荷载比例小于分开式。原因是一体式桩基加固闸室结构的桩基和上部闸室底板固结，上部荷载不需要通过垫层而是直接传递给桩基，导致桩基承担绝大部分上部荷载。从检修工况到高水工况，随着桩所承担的上部荷载的增大，两种桩基加固闸室结构桩承担的荷载比例均在增大，而土承担的荷载比例均在减小，这是由于在一开始加荷载时，土的弹性模量较小，变形较大，而桩的弹性模量较大，竖向变形较小，荷载首先由桩来承担，随着荷载的增加，桩—土间发生滑移，土承担的荷载总量也在增加，但增加的幅度没有桩大。

表2 桩土竖向荷载承担比Tab.2 Distribution of vertical load ratio of pile-soil

3.5 闸室底板弯矩

图7给出了检修工况和高水工况下两种桩基加固闸室结构底板弯矩分布情况。据图可知，两种工况下分开式和一体式桩基加固闸室结构的底板弯矩分布趋势一样，均由后趾板向闸室中心线逐渐增大。高水工况下闸室底板弯矩小于检修工况，这是因为高水工况下闸室内有较高水位，水对闸室底板向下的压力减小了闸室底板向上弯曲产生的弯矩。相同工况下，一体式结构的闸室底板弯矩略大于分开式，这是因为根据前面分析一体式桩基加固闸室结构的桩基承担的竖向荷载大于分开式，导致闸室底板在桩基处受到较大的支撑力，从而使闸室底板弯矩部分增大，说明分开式桩基加固闸室结构在一定程度上有利于减小闸室底板弯矩，减少配筋，但改善效果有限。

图7 闸室底板弯矩分布图Fig.7 Bending moment of lock chamber's floor

4 结论

本文运用ANSYS软件对船闸闸室结构刚性桩加固地基承载特性在检修工况和高水运行工况下进行分析研究，主要得到以下结论：

（1）相比于分开式桩基加固闸室结构，一体式桩基加固闸室结构在一定程度上有利于减小闸室整体沉降和地基沉降，但改善效果并不明显；素混凝土垫层起到一定的调节作用，有利于减小闸室底板的不均匀沉降。

（2）一体式桩基加固闸室结构桩基承担的竖向荷载大于分开式，土承担的荷载比例小于分开式；随着桩所承担的上部荷载的增大，两种桩基加固闸室结构桩承担的竖向荷载比例均在增大，而土承担的荷载比例均在减小。

（3）分开式和一体式桩基加固闸室结构在两种工况下的桩身水平位移沿桩基入土深度的变化趋势一样，沿桩身呈曲线分布，均由桩顶起逐渐增大，在桩身入土的中间位置左右达到位移最大值，达到最大值后再逐渐减小直至桩底；两种桩基加固闸室结构在两种工况下均是后趾板下桩基的桩身水平位移最大，靠近闸室中心线的桩最小，并且从后趾板到闸室中心线，两种结构同一根桩的桩身水平位移差值逐渐减小。

（4）相同工况下，一体式结构的闸室底板弯矩略大于分开式，说明分开式桩基加固闸室结构在一定程度上有利于减小闸室底板弯矩，改善底板的受力，减少配筋，但改善效果有限。

参考文献：

[1] 曾炜. CFG桩在软土地基处理中的应用研究[D]. 重庆：重庆交通大学, 2012.

[2] 鲁敏芝. 软土地基承载力参数相关性与地基处理方案优化研究[D]. 长沙：中南大学, 2007.

[3] 姚云俐，蒋筱民，叶敏. 广州番禺区雁洲水(船)闸工程地基处理方案研究[J]. 人民长江, 2007(5):72-74. YAO Y L，JIANG X M，YE M. Study on the foundation treatment of Yan Zhou lock chamber in Panyu Guangzhou[J]. Yangtze River, 2007(5):72-74.

[4] 孙保虎，何良德，何英发，等. PHC刚性管桩基础上的闸首底板内力计算方法[J]. 水道港口, 2014(1):73-80. SUN B H，HE L D，HE Y F，et al. Calculation method for internal force of soleplate of lock head on PHC rigid tubular pile foundation[J]. Journal of Waterway and Harbor, 2014(1):73-80.

[5] 孙凯莲. 混凝土桩复合地基承载力及沉降计算方法研究[D]. 大连：大连理工大学, 2014.

[6] 姜丞，陶桂兰，伊西凯. 键槽形式对船闸闸室结构的受力影响[J].水运工程, 2014(10):129-133. JIANG C，TAO G L，YI X K. Stress analysis on lock chambers with different forms of shear keys[J]. Port and Waterway Engineering, 2014(10): 129-133.

[7] 刘晓平, 陶桂兰. 渠化工程[M]. 北京:人民交通出版社, 2009.

[8] 蒋明镜,朱方园,刘芳.两种常用本构模型在基坑开挖数值模拟中的适用性[J]. 河海大学学报(自然科学版), 2012, 05:568-575. JIANG M J，ZHU F Y，LIU F. Applicability of two constitutive models to numerical simulation of foundation excavation[J]. Journal of Hohai University（Natural Sciences）, 2012(5):568-575.

Bearing characteristic analysis on lock chamber with rigid-pile strengthening foundation

LI Cheng-qiang1,TAO Gui-lan2,CAO Cheng-yu1
(1.CCCC Third Harbor Consultants Co.,Ltd.,Shanghai 200032,China;2.College of Harbor,Coastal and Offshore Engineering,Hohai University,Nanjing 210098, China)

Based on the ship lock with rigid-pile in the east coastal area,Coulomb friction model was used as the contact constitutive model and the finite analysis software ANSYS was used to establish two kinds of lock chambers with rigid-pile. Sedimentation of lock chamber's floor and foundation,vertical stress of the piles,horizontal displacement of the piles and distribution of the load ratio of pile-soil were analyzed in comparison. The research shows that the one-piece lock chamber with rigid-pile can reduce sedimentation of lock chamber's fl oor and foundation to some extent, and the plain concrete cushion layer is of some use to adjust the sedimentation. The piles of one-piece lock chamber with rigid-pile can bear more loads than the separated lock chamber with rigid-pile,but the foundation can only bear less. Piles of the two different forms of lock chamber with rigid-piles have the same change trend on the horizontal displacement. Separated lock chamber with rigidpile can reduce the bending moment of lock chamber's fl oor to some extent.

rigid-pile;reinforce foundation;lock chamber;contact model;bearing characteristic

U 641.3；TV 331

A

1005-8443(2017)03-0263-06

2017-01-18；

2017-03-09

李成强（1991-），男，江苏盐城人，硕士研究生，主要从事港航工程结构设计、研究。Biography:LI Cheng-qiang(1991-),male,master student.